【技术】大型空压机活塞杆(螺纹紧固)断裂失效分析

作者:尤永龙  朱海平 贾刚  尤传斌

(温州冶金机械测试研究所)

摘要:本文通过对大型空压机活塞杆的断裂失效分析,运用弹性模量、螺纹连接的弹性伸长和受力关系的计算,分析出实际装配的不合理问题,是造成疲劳断裂的主要因素。并提出合理装配工艺和设计的改进方案,彻底解决了该类产品的使用寿命问题,通过该失效分析,可以进一步认识其他紧固件的合理装配工艺,并对紧固件的失效分析有重要的借鉴意义。

关键词:空压机、活塞杆、弹性模量、杨氏模量、屈服强度、抗拉强度、螺纹连接、夹紧力、保证载荷、装配、转角法、角度、伸长量。

Abstract: This paper analyzed the fracture failure of the piston rod of a large air compressor, and used the elastic modulus, the elastic elongation of the threaded joint and the calculation of relationship between forces to conclude that the main factor causing the fatigue fracture is improper assembly. It also proposed a reasonable assembly process and a plan of design improvement, which completely solved the problem of short service life of the product. Through the failure analysis, the appropriate as sembly of other fasteners can be further recognized, and it has important reference significance for the failure analysis of the fasteners.

Keywords: air compressor, piston rod, modulus of elasticity, Young's modulus, yield strength, tensile strength, threaded connection, clamping force, maximum load, assembly, rotation angle method, angle, elongation.

引言:活塞杆与曲轴和活塞连接,是典型承受交变应力作用的螺纹紧固零件,其形状尺寸规则,可以通过理论预紧力和工件热处理后的弹性模量来计算转角法装配的装配角度,也可以通过弹性模量和测量装配后的伸长量来计算实际预紧力(实际装配夹紧力)来证明装配工艺是否正确,该案例从设计时,就忽略了《机械设计》的有关计算,错误地制订了装配工艺,结果造成早期疲劳断裂。

1、事故概况

本次断裂事故的空压机型号2D-12.8/3703-50.5,断裂活塞杆(2D16-221-02)是空气压缩机重要组成部件,材质为05Cr17Ni4Cu4Nb,其加工流程:锻造—机加工—固溶时效处理—精加工—装配(活塞的螺母预紧力装配)。热处理的技术要求为Rm≥835MPa、ReL≥735MPa、A≥14%、Z≥60%、AKV≥98J、HRC:28~34。

采用转角法装配,如图1所示,活塞杆中装活塞的一端有一个Φ13×335的工艺孔,将带有活塞环的457mm长的活塞套进活塞杆,然后手动旋紧螺母。在工艺孔中插入加热管,加热一定温度使活塞杆产生一定的热膨胀伸长量,再将螺母旋转60°角,拔出加热管后自然冷却,装配完毕。装配好的空气压缩机经过半年使用后,活塞杆出现断裂事故。

图一  活塞杆的设计图

2、断口宏观特征

断口的断裂位置位于工艺孔的底部三角处,断裂面与轴线垂直;断裂处的外圆直径没有变化,没有发生塑形变形,断口的外圈和中心孔的边缘均有碾压光泽,整个断面有明显的放射状辉纹,属于疲劳断裂特征,如图2、3所示。

     

图2宏观断口形貌   图3 断裂面侧向图

3、化学成份分析

对断口进行取样,并做化学成分分析,分析结果如表1所示。分析结果表明,材质符合GB/T1220-2016标准的05Cr17Ni4Cu4Nb钢的要求。

表1 断件的实测化学成份与标准值对照表(wt%)

元素

C%

Si%

Mn%

P%

S%

检测结果

0.058

0.41

0.67

0.027

0.004

标准要求

≤0.07

≤1.00

≤0.040

≤0.030

元素

Cr%

Ni%

Cu%

V%

检测结果

15.46

4.40

3.60

0.36

标准要求

15.00~17.50

3.00~5.00

0.15~0.45

4、力学性能试验

按图3所示,在断裂杆段取样做室温拉伸试验和冲击试验,试验结果如表2所示。试验结果符合图纸设计的技术要求,并且其冲击韧性明显高于设计要求。

图4性能试样的取样部位

表2 断件的力学性能实测值和技术要求对照表

试样号

取样部位

R

P0.2

MPa

RmMPa

A%

1#

中心

888

1012

19.5

2#

近表面

927

1010

18.0

3#

近表面

935

1017

19.5

图纸要求

≥735

≥835

≥14

试样号

取样部位

Z%

A

Kv

J

HRC

1#

中心

66

145

32~33

2#

近表面

66

156

33~33.5

3#

近表面

66

161

33~33.5

图纸要求

≥60

≥80

28~34

5、断口扫描电镜和微区能谱分析

5、1断口扫描电镜

断口扫描电镜形貌如图4-9所示,从图中可以观察到准解理断裂的特征。由于断口的疲劳源区(外圆近表面和内壁近表面)因撞击碾压成光滑表面,扫描电镜无法分辨,只有疲劳扩展区呈放射状,裂纹扩展也只有少量可见沿晶解理现象。

 

图5断口未摩擦区形貌(经酸洗)   图6 断口心部槽孔端部边缘(经酸洗)

    

图7断口未摩擦区形貌(经酸洗)    图8 断口未摩擦区形貌(经酸洗)

 

图9、图10断口未摩擦区形貌(经酸洗)

  

图11、图12冲击试样1#2#起裂区形貌

5、2微区能谱分析

断口的能谱分析结果如图15所示。分析结果表明,除局部有硫含量偏高外,未见其他异常现象,而局部硫含量偏高是测试时遇到硫化物非金属夹杂物的原因。

图15  能谱分析

6、金相分析

活塞杆的心部金相组织为回火索氏体,局部有明显因硫化物夹杂引起的纵向带状组织偏析,可以判定能谱分析级别中局部硫含量较高是与硫化物夹杂有关,金相组织没有明显过热,纵向的硫化物是一种塑性夹杂物,从断裂件的力学性能可以说明,硫化物及偏析对力学性能影响不大。如图16-19所示。

  

图16断口解剖试样    图17金相试样截面      

  

图18、19回火索氏体+硫化物引起的纵向偏析

7、螺母装配预紧力的计算与验证

7.1、活塞杆的受力分析

活塞杆断裂部位的应力面积S=1990mm2,活塞杆受力部位长度L=380mm,活塞杆工作拉力F有:气体动态压力差F1。活塞、螺母及部分活塞杆动力加速度牵引力F2,活塞环与缸壁的动态摩擦授力F3,活塞杆的动态受力F= F1+F2+ F3。

图20活塞杆和活塞的局部装配图

7.2、再次时效处理

活塞杆螺纹是M64×4,其螺距为4mm,也就是说,当活塞有足够刚性的时候,螺母旋转360度,活塞杆受力部位L=380mm的长度范围内,伸长了4mm,因此根据测量伸长量ΔL,结合杨氏模量,可以计算实际装配预紧力,同时,也可以根据规定的预紧力,来计算螺母的旋转角度。

图21再次时效后的力学性能试验结果

7.3、装配预紧力的计算及验证

 活塞杆与活塞螺纹连接的设计按《机械设计》规定属于受预紧力和变工作拉力紧螺纹连接,规定预紧力F′=Ko ×F,Ko—变载荷预紧系数,在资料中取F′=3F。

【1】

根据GB/T3098.1-2010《紧固件机械性能,螺栓、螺钉和螺柱》和GB/T16823.2-2010《紧固件紧固通则》及GB/T16823.3-2010《紧固件扭矩—夹紧力试验》三个标准,以及承载部位的应力面积S,计算装配预紧力F′=1024kN(我国紧固件标准规定装配预紧力为螺纹保证载荷的75%,强度为800MPa等级的螺纹保证载荷约等于屈服极限的91%)

【2-5】

根据原装配(螺母旋转60°角)的装配方式,测量活塞连接受力部位长度(L=380mm)的伸长量∆L=0.42mm,结合杨氏模具的计算实际预紧力F′=380kN,约等于规定预紧力的37%,。

计算规定预紧力F′=1024kN的螺母装配角度为160°角,同时测量其活塞连接受力部位长度(L=380mm)的伸长量为∆L=1.15mm,结合杨氏模具计算实际预紧力为1000kN。

7.4 工艺孔的结构改进

将工艺孔延伸至受力部位以外,使活塞杆的受力段有均匀的承载面积,确保受力均匀,见图22。

图22工艺孔深度改进示意图

7.5改进装配方式后的安全评估

表3的数据证明,改进后的装配安全系数具有较高的合理性,装配工艺的加热温度明显低于工件的回火时效温度,不会对工件造成影响,同时预紧力不会对铝合金活塞造成影响。

表3安全评估表

活塞杆图纸规定的最小屈服力R

el

×S

735×1990=1463kN

F′/F

=70%

断裂活塞杆的实际屈服力R

el

×S

888×1990=1767kN

F′/F

=58%

活塞杆图纸规定的最小破断拉力Rm×S

835×1990=1662kN

F′/F

=62%

断裂活塞杆的实际破断拉力Rm×S

1010×1990=2010kN

F′/F

=51%

装配工艺需要装工件的加温度

∆t=1.15/13×10

-6

×380+室温=260

活塞承受压应力

150MPa(铝合金活塞的抗压强度≥290MPa

8、结果讨论

该活塞杆在运行中的断裂属于疲劳断裂,造成疲劳断裂的原因是装配预紧力不足,其原始螺母转角60°的装配工艺,预紧力只有理论预紧力的37%,即F′小于最大动态外力F,在往复运动中,活塞与活塞杆Φ100台阶处因受外力而产生间隙,因此发生剧烈撞击,最终导致疲劳断裂。根据上述失效分析的结果,并由此改进装配方式,新的装配方式经过两年多的应用验证,表明是完全可靠的。

参考文献

【1】《机械设计》吴克坚、于晓红、钱瑞明主编,高等教育出版社出版,第三篇,第15章313-324页。

【2】GB/T3098.1-2010《紧固件机械性能,螺栓、螺钉和螺柱》第7点,7—8页。

【3】GB/T16823.2-2010《紧固件紧固通则》。

【4】GB/T16823.3-2010《紧固件扭矩夹紧力试验》。

【5】《常用紧固件产品手册》 李维荣、汪士宏主编,中国标准出版社出版,第1章,第1.3.2,15-19页。

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